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阐述了对《金属材料拉伸试验第1部分:室温试验方法》新标准中关于试验要求方面的理解,包括试验机零点的设置、试样夹持方法的确定、试验速率和控制方式的设定。在对新标准有深入理解的前提下,阐述了国内某公司自主研发生产的材料试验机在功能实现上是如何适应新标准要求,添加相应功能的。其中增加的应变控制功能实现了很多国产试验机无法实现的真正意义上的应变控制功能,并给出了相应的试验数据,从试验结果中可以看出,该公司自主研发生产的试验机在应变控制上稳定可靠,更加接近真实值。     

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 本文利用温压缩实验,在Gleeble3500热力模拟试验机上测定了中碳钢马氏体（M）和铁素体＋珠光体（F+P）两种组织的流变曲线。对比研究了应变速率对这两种组织流变行为的影响。结果表明：在相同温度下,M组织的应变速率敏感性指数（mM）和加工软化率（s M）都大于F+P组织的相应参数（mF+P）和（s F+P）。应变速率为0.001s-1,变形温度为600℃,650℃,700℃,M组织的流变曲线均低于F+P组织的流变曲线;当应变速率从0.01s-1增加到10s-1,M组织和F+P组织的流变曲线相交,交点应变为临界应变,大于临界应变,M组织的流变应力低于F+P。这表明,对降低钢材温轧或零件温挤压的变形应力和成本来说,M组织可能比F+P更好。此外,对导致M组织上述流变行为的机理进行了初步探讨。     

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 材料的疲劳过程是能量耗散的过程,在宏观上表现为热耗散,能量理论是研究材料疲劳行为微观机理和宏观现象的桥梁。文中利用红外热像仪对具有颈缩部分的45号钢试件疲劳过程中的温度变化进行了研究,探讨了影响温度变化的机制,并介绍了快速确定45号钢疲劳极限的方法。实验结果表明,该方法所测得的疲劳极限合理,且该方法具有非接触、便捷、低成本等优点。     

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测定了55SiCr线材的化学成分和显微组织,用扫描电镜观察了断口的宏观形貌和微观形貌,结果表明,55SiCr线材表面横裂纹是由于热处理后所得到的屈氏体组织中有5－20μm的下贝氏体组织,组织不均匀性产生的裂纹和应力,导致55SiCr捲取线材放置时裂纹扩展,发生断裂。     

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 对碟形弹簧裂纹件和原材料,采用金相检验、化学分析、硬度试验、扫描电镜等手段进行综合分析,结果表明：原材料硫化物较多,加工成碟形弹簧后,在其表面形成很多缺陷,磷化、酸洗后,在缺陷处产生氢腐蚀,长时间受力时产生裂纹。     

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 本文提出了一种基于直接冲击电压对电器绕组匝间绝缘的试验方法。用电压波形比较法，把冲击电压经高速切换，交替施加于被测绕阻两端和参考物绕组两端，通过观察电压衰减振荡波形的变化，便可检测被测绕组的匝间是否有异常。     

中高碳钢淬火组织温变形行为的研究

利用Gleeble 3500热力模拟试验机对45、T8和T12钢淬火马氏体(M)组织进行单轴温压缩实验,变形温度为550~700℃,应变速率为1.0~0.001 s-1,测定3种钢M组织的应力-应变曲线,对比研究碳含量、变形温度和应变速率对其流变行为的影响。测试结果表明,同一应变速率随着变形温度的升高以及同一变形温度随着应变速率的降低,其M组织的流变应力都随之降低;由于材料的自扩散激活能随着碳含量的增加而减小,碳含量越高其回复再结晶速度越快,流变应力越低,使得中碳钢M组织的流变应力高于高碳钢,其中流变应力高低排列为:45钢T8钢T12钢。     

渗碳20CrMnTi温变形超细晶粒的形成机制

研究了渗碳 2 0CrMnTi钢温变形过程中微观组织演化规律 ,结果表明 :通过温变形 ,渗碳 2 0CrMnTi钢的晶粒由 16 μm～ 2 0 μm超细化到 2 μm～ 3μm ,甚至 1μm以下 ;晶界区域局部变形和晶界滑动控制晶粒的细化 ;而变形参数 ,尤其是应变速率控制晶界区域局部变形和晶界滑动     

冷变形低碳马氏体钢的回火塑性

研究回火温度对15钢冷变形低碳马氏体塑性的影响.获得板条马氏体的试样经大量冷拔变形后在200～600℃进行了回火处理并测试了抗拉强度和伸长率.结果表明,随回火温度的提高拉伸强度连续降低,且伸长率在200～500℃范围内始终保持不变,当回火温度超过500℃后伸长率才开始急剧上升.而未冷变形的低碳马氏体钢在同温度范围回火时其伸长率随回火温度的提高连续增长.透射电镜分析结果表明,这种冷变形低碳马氏体的回火特性是,由于马氏体再结晶晶界上大量析出渗碳体所致.     

AZ31镁合金板温拉深流变应力行为研究

为了建立镁合金板温拉深成形的流变应力数学模型,在温度为200℃～350℃和应变速率为0.001 s^-1～0.1s^-1的条件下,对AZ31镁合金板进行拉伸实验,研究其温拉深流变应力行为.通过对Fields-Backofen方程修正分析,建立了AZ31镁合金板温拉深流变应力数学模型,在峰值应力之前,模型预测值与实测结果相比十分接近.对加入软化因子s的模型进行了计算,与修正的Fields-Backofen相比,更好的模拟了软化阶段的流变应力变化.本文研究的模型可以用于指导镁合金板成形,也为有限元分析流变应力打下基础.     

轧前初始组织对双向温轧中碳钢组织演变的影响

利用扫描电镜(SEM)和电子背散射衍射技术(EBSD)对中碳钢淬火马氏体以及铁素体+珠光体组织在550 ℃双向温轧后的组织演变进行了研究。结果表明：轧前淬火马氏体温轧后渗碳体颗粒在铁素体基体上分布比较均匀,小角度晶界所占比例很高,4道次轧制后亚晶粒尺寸约为1.35 μm,部分铁素体晶粒发生动态再结晶,形成大角度晶界包围的细小的等轴晶粒。而铁素体+珠光体作为轧前组织,温轧后渗碳体颗粒和亚晶粒主要集中在原珠光体区,4道次后平均亚晶粒尺寸约为1.79 μm,等轴细小的铁素体晶粒主要在原珠光体与铁素体边界分布。双向温轧淬火马氏体是获得碳化物颗粒与超细晶铁素体均匀混合组织的有效方法。     

Al-Mn-Mg-Cu-Ni合金热压缩变形的流变行为和组织

在Gleeble-1500热模拟机上对Al-Mn-Mg-Cu-Ni合金进行热压缩试验,分析合金的流变应力与应变速率和变形温度之间的关系,计算高温变形时的变形激活能,并研究合金在变形过程中的显微组织。结果表明:Al-Mn-Mg-Cu-Ni合金在本实验条件下具有正的应变速率敏感性;流变应力随应变速率的增大而增大,随变形温度的升高而减小。该合金热压缩变形的流变应力行为可用双曲正弦形式的本构方程来描述,也可用Zener-Hollomon参数来描述,其变形激活能为209.84kJ/mol。随着热变形温度的升高和应变速率的减小,合金中的主要软化机制逐步由动态回复转变为动态再结晶。     

退火时间对伪共析45钢温轧后组织与性能的影响

利用扫描电镜、电子背散射衍射分析技术和拉伸试验机研究了具有伪共析初始组织的45钢温轧后不同退火保温时间对组织演变和力学性能的影响。结果表明,伪共析钢温轧后的组织呈多相多尺度分布,渗碳体破碎,在后续退火处理中,随着退火时间的增加,渗碳体逐渐球化、长大并且分布趋于均匀,多相多尺度结构弱化。退火时间从15 min延长至120 min后,铁素体晶粒平均尺寸由2.32 μm长大到5.62 μm,规定塑性延伸强度由温轧态的1057 MPa下降到662 MPa,均匀伸长率在退火120 min时最大。整体来说,试验钢经过500 ℃温轧后再经600 ℃退火15 min,综合力学性能达到最优。     

Al-6.2Zn-2.3Mg-2.3Cu合金热压缩变形的流变应力与组织演变

利用GPL-1500热模拟试验机对Al-6.2Zn-2.3Mg-2.3Cu合金在不同温度和不同应变速率条件下进行高温压缩试验,得到压缩真应力-应变曲线,并得出该合金的变形激活能和流变应力-应变方程。结果表明,变形温度和应变速率的变化对流变应力的影响明显,流变应力随变形温度的提高而显著降低,随应变速率的提高而增加。该合金高温变形过程的流变应力可用Zener-Hollomon参数(Z)描述;用双曲正弦函数修正的Arrhenius关系表示的流变应力方程为.ε·=1.282×100[sin(0.010σ)]4.9145exp(-134157/RT)。     

温轧及球化退火对45钢组织与性能的影响

对温轧后的45钢进行了球化退火,研究了温轧及球化退火工艺参数的变化对退火组织与性能的影响,讨论了45钢温轧+球化退火工艺的可行性。结果表明,温轧能加速球化和再结晶过程;随着退火温度和保温时间的增加,球化和再结晶更加充分。退火后渗碳体平均粒径在1.2 μm以下,铁素体粒径在2.5 μm以下,综合力学性能良好。该退火工艺简单,周期短,证明了温轧工艺的可行性。